近场地震作用下高速铁路简支梁桥行车安全性影响研究

2021-03-25户东阳陈克坚李聪林

铁道标准设计 2021年3期

户东阳，陈克坚，李聪林，吕雷

(1.中铁二院昆明勘察设计研究院有限责任公司，昆明 650200；2.中铁二院工程集团有限责任公司，成都 610031)

引言

重庆至昆明高速铁路位于我国西南地区的重庆市、四川省、贵州省和云南省境内，线路自重庆枢纽引出后，沿途经过重庆江津和永川区、四川泸州和宜宾市、贵州毕节市、云南昭通和曲靖市后接入昆明铁路枢纽。线路从四川盆地爬升至云贵高原，沿线地质条件复杂，为保证线路平稳性及不均匀沉降影响，多采用以桥代路，线路广泛采用多跨简支梁桥桥型。由于地形原因，这些桥梁具有桥梁长度长、桥跨孔数多、桥墩高度高、相邻桥墩高差大等特征[1]。

地震带是地震危险性分析中地震活动性参数预计的基本统计单元。在我国的地震区划中，已对地震区、带的划分进行过系统研究，在此采取与我国地震区划工作相一致的地震区、带划分方案[2]，渝昆高铁线路穿越地震带如图1所示。仅近场区内就记录到65次破坏性历史地震，其中M4.7～4.9级14次、M5.0～5.9级42次、M6.0～6.9级地震8次、M7.0～7.9级地震1次。最强一次为1733年8月2日云南通海7级地震。非规则的桥梁类型和活跃的断裂带，给这类最为普遍的桥型的行车安全带来巨大影响。因此急需对铁路典型多跨简支梁桥的行车安全性进行研究。

图1 渝昆高铁穿越地震区带示意

地震作用下高速铁路行车安全性已引起国内外学者的广泛关注。MIURA等[3]探讨了地震作用下，轨道变形或振动对列车行车安全性的影响。NISHIMURA等[4]基于一个1/10比例的车辆和滚柱试验台，研究了强地震作用下列车脱轨机理。SELCUK等[5]研究了Bosphorus桥在多点地震激励及不同场地类型下的车桥耦合响应规律。YUN等[6]通过计算韩国高速铁路桥梁与地震耦合作用下的动力特性，评价了地震时高速列车运行安全性。PARASKEVA等[7]将行驶的货车模拟成刚体，研究了竖向地震激励下的车-桥相互作用、系统的地震响应。NIKKHOO等[8]以本征函数展开法为基础，探讨了单跨及多跨简支梁桥竖向地震激励与车辆荷载同时作用对行车的影响。SHABAN等[9]基于振动台试验，进行了地震作用下行车安全性研究。韩艳，夏禾[10]考虑地震到达各桥墩时延特性，研究了桥上行车安全性问题。乔宏等[11]基于黏弹性边界理论，研究了山区地形条件及地震动斜入射对车桥系统地震响应的影响。雷虎军等[12]基于多点多维地震响应分析理论，分别采用直接求解法、相对运动法、大质量法和大刚度法处理耦合系统地震力边界，简化了列车-轨道-桥梁耦合系统的地震力输入。杜宪亭等[13]将桥梁、车辆分别简化为等截面简支梁、簧上质量系统，研究了地震作用下结构拟静力分量对于车桥系统动力响应的影响。乔宏等[14]依据黏弹性边界理论，研究了局部地形条件对地震作用下车桥耦合系统动力响应的影响。刘智等[15]通过建立更为精细的高速铁路车-桥耦合模型，研究了车桥耦合体系在地震作用下的响应。娄平等[16]通过建立地震作用下车辆-CRTSⅢ型板式轨道系统振动模型及振动方程，对CRTSⅢ型板式轨道行车安全性进行了研究。国巍等[17]基于多体动力学软件Simpack和地震仿真开源软件OpenSees，建立了地震作用下高速列车-轨道-桥梁系统精细计算模型。俞正宽等[18]以某型动车组为研究对象，研究了地震烈度对高速列车行车安全性的影响。综上所述，以往研究多侧重于高速铁路在地震作用下的行车安全性研究，而对广泛采用的多跨简支梁桥不同墩高形式下列车安全性影响分析较少。

以渝昆高铁典型多跨简支梁桥作为研究对象，并考虑渝昆高铁上一座实际非规则简支梁桥，建立了列车-桥梁时变系统空间振动分析模型，采用桥址附近的近场地震动记录作为输入，研究了近场地震作用下地震动强度、列车运行速度与行车安全性的影响。

1 工程概况及有限元模型

1.1 工程概况

渝昆高铁是京昆高铁的重要组成部分，其设计速度为350 km/h。其中渝昆高铁昆明段自寻甸蒲草塘至昆明南，正线全长118.3 km，均位于0.3g和0.4g高烈度地震区，该段线路拟建造50余座桥梁，其中属于特大桥的有30余座，简支梁最大跨径为32 m，连续梁最大跨径达到128 m，且九度地震区桥墩墩高普遍较高。该段线路跨越了现今非常活跃的地震带——小江断裂带，线路所经区域现今地壳变形十分强烈、地震活动频繁，地质条件十分复杂，小江断裂带与其诱发大地震灾害必将是影响渝昆高铁安全运行的主要因素。

本文选取渝昆高铁九度区简支梁桥作为研究对象，其孔跨布置采用10孔32 m简支梁。桥墩高度分别采用典型10，20，30 m等墩高布置。同时，为了更好地模拟实际工点，除上述3种等墩高布置方案之外，还选取渝昆高铁黑水井双线大桥进行实际工点的模拟。黑水井双线大桥孔跨布置为13孔32 m简支梁，桥墩高度采用不等墩高布置，墩高范围9.5～27 m，如图2、图3所示。

图2 10跨简支梁桥示意(单位：cm)

图3 渝昆高铁黑水井大桥桥跨布置(单位：cm)

1.1.1 上部结构

桥梁上部结构主梁为预制无砟轨道后张法预应力混凝土简支梁，桥面宽度12.6 m，主梁梁高为3.05 m，主梁采用C50混凝土，主梁自重822 t，二期恒载为140 kN/m，按照主梁长度32 m，则主梁每跨总质量为1 051.9 t。箱梁横截面如图4所示。

图4 箱梁横截面(单位：cm)

1.1.2 下部结构

10 m墩高桥墩截面形式为实心圆端形，20，30 m墩高桥墩截面采用空心圆端形，各桥墩均采用C35混凝土。在开展简支梁抗震计算分析时，以10，20 m和30 m等墩高简支梁桥作为规则桥梁抗震计算对比研究对象。以实际黑水井大桥作为非规则桥梁抗震研究对象，由于篇幅所限，本文仅给出空心桥墩截面，如图5所示。

图5 墩高15～30 m空心墩构造(单位：cm)

1.1.3 金属减震限位耗能装置

金属减震限位耗能装置，或者称为短刚臂钢阻尼器，实际上是一种悬臂式钢棒阻尼器，其构想来源于锚栓式防落梁装置。桥梁抗震设计时，常在桥墩顶帽处设置锚栓以防止地震时落梁事故的发生，锚栓底端埋入墩顶固结，顶端伸入梁体预留的孔洞内，并留出一定的间隙。梁体在支座螺栓剪断后产生位移，触及锚栓实现限位。锚栓在限位过程中会发生塑性变形，实际上消耗了一部分地震能量。若对其材料及结构形式进行合理地选择与设计，则可用于桥梁的减震控制，我们将其称为金属减震限位耗能装置。

将金属减震限位耗能装置与活动支座组合使用，即构成了具有减隔震功能的支座系统，如图6所示。金属减震限位耗能装置—活动支座组合与传统支座相比，特点在于其实现了支座的水平力传递与竖向支承功能的完全分离。支座仍承受由主梁传递的垂向力，而金属减震限位耗能装置主要承受主梁传递的水平力及发送的水平变形。

图6 金属减震限位耗能装置—活动支座系统

1.2 列车-桥梁时变系统空间振动分析模型

根据上述设计资料，采用中铁二院开发的专用软件对全桥所有构件及桩基础进行了精确建模，在此基础上，建立了列车-桥梁时变系统空间振动分析模型。

主梁采用弹性三维梁单元。在车桥耦合计算分析过程中，上部结构的动力响应主要由其质量分布决定，本身的刚度分布则影响较小。本文依据《通桥(2016)2322A-II-1》32 m跨预制无砟轨道后张法预应力混凝土简支箱梁设计图纸，计算得到主梁的截面特性，单位长度下梁体质量、桥面铺装在内的二期恒载质量。

铁路桥梁常采用钢筋混凝土墩柱，结构的严重震害大部分是由下部结构的严重破坏导致。考虑下部结构模拟的精细化，本文桥墩模型均选用弹塑性纤维梁柱单元模拟。

当采用支座与金属减震限位耗能装置配合使用时，通常金属减震限位耗能装置会预留一定的间隙，支座在地震作用下产生位移，当位移超过预留间隙时，主梁触及金属减震限位耗能装置而实现限位和耗能，故金属减震限位耗能装置采用间隙接触单元模拟。

分析中采用以下假定：

(1)车体、转向架和轮对均假设为刚体；

(2)不考虑机车、车辆纵向振动及其对桥梁振动与行车速度的影响；

(3)轮对、转向架和车体均作微振动；

(4)所有弹簧均为线性，所有阻尼按黏滞阻尼计算，蠕滑力按线性计算；

(5)沿铅垂方向，轮对与钢轨密贴，即轮对与钢轨的竖向位移相同。

在建立动力计算模型后，根据结构动力学结构系统矩阵“对号入座”规则及动力学势能驻值原理[2]，可建立车桥耦合系统刚度、质量、阻尼等矩阵，全桥有限元模型如图7所示。

2 抗震方案比选

2.1 方案设计及控制原则

考虑铁路简支梁空间小、造价低的特点，黏滞阻尼器和速度锁定器成本高、安装复杂，不宜在简支梁中使用，制定5种方案作为对比措施，如表1所示，同时，结合铁路防落梁功能需求，各方案中均布置防落梁挡块。

表1 减隔震措施方案

本文基于10，20，30 m常规简支梁桥，选取以下控制原则，进行方案比选分析，选择最优方案。

(1)多遇地震时，减隔震支座限位销钉不剪断，剪力榫不参与工作，桥墩和桩基保持完全弹性。

(2)设计地震时，减隔震支座限位销钉剪断，剪力榫进入工作状态，控制墩梁相对位移，桥墩和桩基保持基本弹性。

(3)罕遇地震时，空心桥墩位移延性比控制在3.0以内，保证不落梁、不倒塌。

(4)在设计地震情况下，控制梁体位移150 mm左右；罕遇地震情况下，控制梁体位移200 mm左右。

(5)纵、横向防落梁间隙按200 mm设计。

(6)减隔震支座正常位移为±3 cm；限位销钉剪断力按照1.05倍多遇地震控制(按横向的1.05倍和纵向的1.0倍取两者较小值)；销钉剪断后，平面摩擦副具备锁死功能。

2.2 比选结果分析

针对10，20，30 m高桥墩的32 m简支梁，分析了在普通支座+防落梁、滑板支座+防落梁、双曲面支座+防落梁、滑板支座+剪力榫+防落梁、双曲面支座+剪力榫+防落梁共5种减隔震措施下桥墩及支座的地震响应，方案计算结果对比如表2所示，其中因多遇地震下各方案均满足抗震控制原则，故在表中未列出。

表2 各抗震方案计算结果

由表2可知：只有在采用双曲面支座+剪力榫+防落梁方案时，桥墩在多遇地震保持完全弹性，设计地震保持基本弹性，罕遇地震处于弹塑性且墩顶位移延性比<3.0。设计地震下支座位移控制在150 mm左右，小于预设防落梁间隙，即防落梁不参与工作；罕遇地震下，支座位移在200 mm左右，支座平面尺寸满足简支梁桥尺寸要求。

因此，基于双曲面支座+剪力榫+防落梁的抗震设计方案，对近场地震下行车安全性进行分析。

3 近场地震下行车安全性分析

3.1 桥梁动力特性计算结果

根据上述桥梁计算模型，对其自振特性进行计算与分析。由于篇幅所限，仅列出桥梁第1阶横弯、竖弯、纵飘频率及振型特点，如表3所示。

表3 桥梁动力特性计算结果

3.2 列车安全、舒适和平稳运行评估指标

考虑列车运行安全性与舒适性(平稳性)，对渝昆线九度区简支梁桥进行多遇地震下行车安全性分析。选取脱轨系数、轮重减载率作为衡量列车运行安全的指标，采用Sperling指标衡量乘车人员的舒适性(或列车行驶平稳程度)。由《铁道机车动力学性能试验鉴定方法及评定标准》[19]、《铁道车辆动力学性能评定和试验鉴定规范》[20]、《高速铁路设计规范》[21]以及以往列车提速试验值，选取如下指标作为行车安全与平稳性的衡量指标。

(1)脱轨系数：≤0.8；脱轨系数：≤1.2(第二限度)

(2)轮重减载率：≤0.6；轮重减载率：≤0.65(第二限度)

(3)车体振动加速度：竖向≤0.45g；横向≤0.35g。

3.3 地震动输入

桥梁受到的地震动其振幅、地震波频谱等特征受到桥址处地质特征、发震机理、所处地震带、剪切波速等因素的影响而具有较强的不确定性。本文选取了桥址处实际地震动记录作为桥梁结构抗震计算分析的地震动样本库。采用50年发生概率63%、10%、2%各8条地震波作为地震分析时的多遇、设计、罕遇地震。其反应谱与地震波形如图8、图9所示。

图8 反应频谱特性图(ξ=0.05)

图9 典型罕遇地震波时程曲线

3.4 行车安全指标对比分析

通过对典型墩高简支梁桥以不同的比例系数输入横竖向叠加的8条地震波，计算了CRH3高铁通过桥梁时的车-桥系统空间耦合振动动力响应，得到8条响应均值满足安全性指标极值与舒适性指标极值情况下的地震波输入比例系数。列车速度为250，300，350 km/h，不同墩高的简支梁桥与黑水井大桥的对比分析结果如图10～图13所示。

由图10～图13可得：(1)对10，20，30 m等墩高10跨简支梁而言，当列车行车安全性满足要求，列车的竖、横向振动加速度满足普速列车限值要求时，地震动强度比例系数分别为0.8，0.7，0.65；(2)当列车分别以250，300，350 km/h行车速度通过桥梁时，轮重减载率受行车速度影响较大；(3)列车水平加速度、竖向加速度主要受地震动强度影响，列车速度影响次之；(4)对黑水井双线大桥而言，10～30 m组合墩在0.65倍以下多遇地震桥梁动力响应均满足要求；列车的行车安全性满足要求；列车的竖、横向振动加速度满足普速列车限值要求。

图10 列车脱轨系数对比分析结果

图11 列车轮重减载率对比分析结果

图12 列车水平加速度对比分析结果

图13 列车竖向加速度对比分析结果

综上所述，可得结论：(1)对于等高桥墩的铁路桥梁，墩高越高，其满足安全性指标极值与舒适性指标极值情况下的地震波输入比例系数越低；(2)对于不等墩高的非规则铁路简支梁桥，其满足安全性指标极值与舒适性指标极值情况下的地震波输入比例系数较规则梁桥低；(3)在高烈度地震区，行车速度对轮重减载率有较大影响，列车水平与竖向加速度受地震动强度影响较列车行车速度大。